Metoda sterowania z korektą kąta załączania silnika bldc
advertisement
Metoda sterowania z korektą kąta załączania silnika bldc bezzałogowego aparatu latającego MONITORING Napędy hybrydowe I POMIARY Piotr Bogusz, Mariusz Korkosz, Jan Prokop, Piotr Wygonik 1. Wstęp Bezstykowe silniki prądu stałego z magnesami trwałymi (BLDCM) są zaliczane do maszyn z komutacją elektroniczną [1–4]. Cechuje je wysoka sprawność, wysoki stosunek wytwarzanego momentu z jednostki objętości, prosty algorytm sterowania pracą, szeroki zakres regulacji prędkości obrotowej. Dlatego silniki te są stosowane w wielu aplikacjach wymagających np. ograniczania masy zastosowanego napędu. Grupą takich aplikacji są niewątpliwie napędy przeznaczone do różnych zastosowań lotniczych. Jedną z koncepcji jest zastosowanie w napędach hybrydowych małych bezzałogowych aparatów lotniczych [5–7]. Istotnym problemem, który występuje w napędzie hybrydowym bezzałogowego aparatu latającego, jest zmiana napięcia zasilającego silnik w trakcie jego pracy. Wynika to z procesu rozładowania ogniwa zasilającego. Silnik BLDC jest maszyną prądu stałego i jest on wrażliwy na zmianę wartości napięcia zasilającego. Można to przewidzieć i zasilać silnik obniżoną wartością napięcia poprzez zastosowanie sterowania PWM. Jednak to wpływa na obniżenie sprawności ogólnej układu napędowego. Autorzy zastosowali metodę bazującą na zmianie jednego z parametrów sterowania pracą silnika BLDC, która polega na korekcie kąta załączenia poszczególnych pasm silnika w zależności od wymaganej mocy na wale silnika [8–9]. Obiektem badań jest silnik BLDC zaprojektowany do napędu hybrydowego bezzałogowego aparatu latającego [8]. W badanym silniku zastosowano rozwiązanie o 12 biegunach stojana i 14 magnesach trwałych klasy N42SH, umieszczonych na zewnętrznym wirniku. Uzwojenia stojana zostały połączo- 88 l Nr 5 l Maj 2016 r. Streszczenie: Punkt komutacji poszcze- go momentu elektromagnetycznego. Do- gólnych tranzystorów w układzie zasila- datkowo w niektórych aplikacjach, z uwa- jącym silnika BLDC uzależniony jest od gi na zmieniające się warunki pracy (np. momentu przecięcia się przebiegów na- zmniejszające napięcie zasilające baterii pięć indukowanych przewodowych. Po- akumulatorów), tak określony kąt załącze- między punktami komutacji napięcie in- nia może uniemożliwić utrzymanie zada- dukowane powinno mieć wartość stałą. nej mocy na wale silnika. W pracy doko- Przy takim punkcie komutacji tętnienia nano analizy wpływu zmiany wartości ką- wytwarzanego momentu elektroma- ta załączenia na właściwości silnika. Na gnetycznego powinny być najmniejsze. bazie modelu symulacyjnego pokazano W praktyce określona wartość napięcia wpływ zmiany wartości kąta załączenia zasilającego, moment obciążenia oraz na wytwarzaną wartość średnią momentu praca z dużą prędkością obrotową ma- elektromagnetycznego. W warunkach la- ją wpływ na czas narastania i zanik prą- boratoryjnych dokonano weryfikacji prak- du w uzwojeniach silnika, powodując je- tycznej. Zamieszczono wnioski. go wydłużanie. W konsekwencji prowadzi Słowa kluczowe: silnik BLDC, kąt załą- to do ograniczania wartości wytwarzane- czenia, bezzałogowy aparat latający CONTROL METHOD WITH TURN-ON ANGLE CORRECTION OF BLDC MOTOR FOR UNMANNED AERIAL VEHICLE causing extension of rise time. In conse- Abstract: Switching point of particu- quence, it leads to decrease of generated electromagnetic torque. In some applications, defined in such way turn-on angle cannot be able to keep set motor power lar transistors in BLDC power converter due to change of working conditions (e.g. depends on the intersection moment of decrease of battery voltage). In the pa- induced line voltages. When taking de- per the analysis of influence of turn-on pendence of trapezoidal induced voltage angle on motor properties was conducted. on commutation point, then this voltage The influence of turn-on angle on average should be constant. At this commutation electromagnetic torque was shown based point, ripple of generated electromagnet- on the simulation model. A practical verifi- ic torque should be the smallest. In prac- cation was made in the laboratory condi- tice, specified supply voltage, load torque tions. Conclusions were placed. and high-speed operation affect rise time and decay of current in motor windings ne w trójkat, przy czym z uwagi na niską wartość napięcia zasilającego zastosowano w każdym pasmie silnika po dwie Keywords: BLDC motor, turn-on angle, unmanned aerial vehicle gałęzie równoległe. Widok rzeczywisty analizowanego trójpasmowego silnika BLDC pokazano na rysunku 1. Rys. 1. Widok badanego silnika BLDC u A R A B = u 0 d ψ A (θ , i A , i B , i PM ) + B dt ψ (θ , i A , i B , i PM ) 0 i A + R B i B J (1) dω + Dω + TL = Te ( θ , i A , i B , i PM ) dt Te ( θ , i A , i B , i PM ) = ∂Wc* (θ , i A , i B , i PM ) ∂θ (2) (3) gdzie: wektory napięć uA, uB, prądów iA, iB oraz macierze rezystancji RA, RB, dla obu gałęzi równoległych uzwojeń A i B, są zdefiniowane: Rys. 2. Schemat elektryczny analizowanego trójpasmowego silnika BLDC Nr 5 l Maj 2016 r. l 89 MONITORING Napędy hybrydowe I POMIARY Schemat połączeń elektrycznych badanego silnika pokazano na rysunku 2. W pracy na bazie silnika BLDC przeznaczonego do napędu hybrydowego bezzałogowego aparatu latającego zaprezentowano wyniki badań symulacyjnych wpływu kąta załączenia poszczególnych pasm na właściwości ruchowe silnika. Na bazie modelu polowo-obwodowego zostały wyznaczone charakterystyki mechaniczne silnika oraz jego sprawności z uwzględnieniem zmiany kąta załączenia. Pokazano wybrane przebiegi czasowe prądów, napięć oraz momentu elektromagnetycznego. W warunkach laboratoryjnych dokonano weryfikacji praktycznej przeprowadzonych obliczeń, wyznaczając charakterystyki mechaniczne, sprawności oraz rejestrując przebiegi czasowe prądów i napięć dla kilku kątów załączenia. Zamieszczono wnioski dotyczące uzyskanych rezultatów wpływu zmiany kąta załączenia poszczególnych pasm silnika zarówno na bazie badań symulacyjnych, jak też laboratoryjnych. 2. Model matematyczny Dla trójpasmowego silnika BLDC pokazanego na rysunku 1 oraz połączeń elektrycznych pokazanych na rysunku 2 opracowano model matematyczny obwodowy, tzw. strumieniowy. Zależności strumieni magnetycznych od kąta obrotu wirnika i prądu gałęzi pasma wyznaczano metodami polowymi 2D, a następnie zbiór tych zależności wykorzystywano w modelu obwodowym. Równanie napięciowo-prądowe, równanie momentów oraz wyrażenie na moment elektromagnetyczny Te modelu obwodowego silnika BLDC z pasmami stojana, o dwóch gałęziach równoległych (A oraz B), można zapisać w postaci: [ u A = u1A , u2A , u3A [ ] i A = i1A , i2A , i3A [ T u B = u1B , u2B , u3B , ] T , [ i B = i1B , i2B , i3B ] ] T T (4) R A = diag ( R1A , R2A , R3A ) R B = diag ( R1B , R2B , R3B ) MONITORING Napędy hybrydowe I POMIARY Ponadto w równaniach (1–3) zastosowano następujące oznaczenia: ψA(θ, iA, iB, iPM), ψB(θ, iA, iB, iPM) – wektory strumieni skojarzonych gałęzi uzwojeń A i B wywołanych prądami uzwojeń i przez magnesy trwałe; θ – kąt położenia wirnika; iPM – zastępczy prąd magnetyzacji magnesów trwałych; Wc* (θ, iA, iB, iPM) – całkowita koenergia pola magnetycznego w szczelinie powietrznej; J – moment bezwładności wszystkich mas sprzęgniętych z wirnikiem; D – współczynnik tarcia lepkiego; TL – moment obciążenia; ω = dθ/dt – prędkość kątowa wirnika. Dodatkowe więzy na napięcia i prądy narzuca układ połączeń równoległych uzwojeń pasm silnika w trójkąt (rys. 2). W programie do obliczeń numerycznych metodą elementów skończonych zbudowano sparametryzowaną geometrię projektowanego trójpasmowego silnika BLDC. 3. Badania symulacyjne Zastosowany model polowo-obwodowy silnika BLDC wykorzystany w obliczeniach symulacyjnych został zaprezentowany w [8]. Wartość zerową kąta załączenia θon poszczególnych uzwojeń silnika przyjęto w miejscu przecięcia się przebiegów przykładowych przewodowych modułów napięć indukowanych |Ep| (rys. 3). Obliczenia wykonywano przy założeniu zmniejszenia się wartości napięcia Udc do wartości 24 V. Jest to teoretyczna minimalna wartość napięcia zastosowanego pakietu ogniw Li-Po przeznaczonych do zasilania silnika BLDC w napędzie hybrydowym. Obliczenia symulacyjne wykonywano przy założeniu stałej wartości prędkości obrotowej (n = 8000 obr./min). Na rysunkach 4–6 pokazano zależności prądów przewodowych iph (rys. 4), prądu w jednej z gałęzi równoległych pasma (rys. 5), napięć przewodowych u (rys. 6) oraz momentu elektromagnetycznego Te (rys. 7) w funkcji kąta położenia wirnika θ uzyskanych przy kącie załączenia θon = 0°. Przy minimalnej wartości napięcia zasilającego Udc = 24 V silnik wytwarza wartość średnią momentu elektromagnetycznego Teav = 0.2 N ∙ m. Jest to wartość zbyt mała dla wytworzenia siły ciągu potrzebnej dla utrzymania się modelu w powietrzu. Na rysunkach 8–11 pokazano zależności prądów przewodowych iph (rys. 8), prądu w jednej z gałęzi równoległych pasma (rys. 9), napięć przewodowych u (rys. 10) oraz momentu elektromagnetycznego Te (rys. 11) w funkcji kąta położenia wirnika θ uzyskanych przy kącie załączenia θon = –5,5°. Po zwiększeniu wartości kąta załączenia θon do –5,5° przy minimalnej wartości napięcia zasilającego Udc = 24 V silnik zwiększa wartość średnią wytwarzanego momentu elektromagnetycznego Teav = 1,05 N ∙ m. 90 l Nr 5 l Maj 2016 r. Rys. 3. Zależność napięć indukowanych e z zaznaczeniem kątów komutacji poszczególnych elementów przełączających Rys. 4. Zależność prądów przewodowych iph w funkcji kąta położenia wirnika θ dla kąta załączenia θ on = 0° Rys. 5. Zależność prądu pasma jednej z gałęzi równoległych pasma iph11 w funkcji kąta położenia wirnika θ dla kąta załączenia θ on = 0° Rys. 6. Zależność napięć przewodowych u w funkcji kąta położenia wirnika θ dla kąta załączenia θ on = 0° Rys. 11. Zależność momentu elektromagnetycznego Te w funkcji kąta położenia wirnika θ dla kąta załączenia θ on = 5,5° Rys. 8. Zależność prądów przewodowych iph w funkcji kąta położenia wirnika θ dla kąta załączenia θ on = 5,5° Rys. 12. Zależność prędkości obrotowej n w funkcji mocy wyjściowej Pout dla kąta załączenia θ on = var Rys. 9. Zależność prądu pasma jednej z gałęzi równoległych pasma iph11 w funkcji kąta położenia wirnika θ dla kąta załączenia θ on = 5,5° Rys. 13. Zależność wartości skutecznej prądu pasma Iphrms w funkcji mocy wyjściowej Pout dla kąta załączenia θ on = var Rys. 10. Zależność napięć przewodowych u w funkcji położenia kąta wirnika θ dla kąta załączenia θon = –5,5° Rys. 14. Zależność wartości skutecznej prądu pasma Iph11rms w funkcji mocy wyjściowej Pout dla kąta załączenia θ on = var MONITORING Napędy hybrydowe I POMIARY Rys. 7. Zależność momentu elektromagnetycznego Te w funkcji kąta położenia wirnika θ dla kąta załączenia θ on = 0° Nr 5 l Maj 2016 r. l 91 Rys. 15. Zależność sprawności ogólnej η w funkcji mocy wyjściowej Pout dla kąta załączenia θ on = var MONITORING Napędy hybrydowe I POMIARY Rys. 16. Zależność mocy wyjściowej Pout od kąta załączenia θ on dla n = 8000 obr./min Rys. 17. Zależność wartości średniej Idcav oraz maksymalnej Idcmax prądu źródła zasilającego Idc od kąta załączenia θ on dla n = 8000 obr./min Rys. 18. Zależność sprawności ogólnej η układu napędowego od kąta załączenia θ on dla n = 8000 obr./min 92 l Nr 5 l Maj 2016 r. Zależność prędkości obrotowej n, wartości skutecznej prądu przewodowego Iphrms, wartości skutecznej prądu w jednej z gałęzi równoległych pasma I11rms, wartości sprawności ogólnej η w funkcji mocy wyjściowej Pout dla kąta załączenia θon = var pokazano na rysunkach 12–15. Na rysunkach 16 i 17 przedstawiono zależność mocy wyjściowej Pout (rys. 16), wartości średniej Idcav oraz maksymalnej Idcmax prądu źródła zasilającego Idc (rys. 17) od kąta załączenia θon, uzyskane przy prędkości obrotowej 8000 obr./min. Zależność sprawności ogólnej układu napędowego η od kąta załączenia θon przy stałym kącie przewodzenia przedstawiono odpowiednio na rysunku 18. Zwiększenie wartości kąta załączenia θon powoduje wzrost wartości średniej wytwarzanego momentu elektromagnetycznego Teav. Należy jednak zauważyć, że zwiększanie kąta załączenia powoduje nie tylko wzrost wytwarzanego momentu elektromagnetycznego. Wraz ze zmianą kąta wyprzedzenia załączenia wzrastają tętnienia zarówno wytwarzanego momentu elektromagnetycznego, jak również prądu pobieranego ze źródła zasilającego. Pogarsza się również sprawność ogólna układu napędowego. 4. Badania laboratoryjne Metoda sterowania z analizą wpływu zmiany kąta załączenia θon na wartość mocy wyjściowej została zweryfikowana w warunkach laboratoryjnych. Stanowisko do weryfikacji laboratoryjnej pokazano na rysunku 19. Pomiary wykonywano przy jednoczesnej akwizycji wszystkich dostępnych parametrów elektrycznych i mechanicznych (moment obciążenia oraz prędkość obrotowa). Przebiegi czasowe prądów i napięć rejestrowano analizatorem mocy. Na rysunkach 20–22 pokazano przykładowe przebiegi czasowe prądów przewodowych (rys. 20), prądu w jednej z gałęzi pasma (rys. 21) i napięć pasmowych (rys. 22) silnika pracującego z prędkością 8000 obr./min przy kącie załączenia θon = 0° oraz minimalnej wartości napięcia zasilającego Udc = 24 V. Na rysunkach 23–25 pokazano przykładowe przebiegi czasowe prądów (rys. 23), prądu w jednej z gałęzi pasma (rys. 24) i napięć pasmowych (rys. 24) silnika pracującego z prędkością obrotową n = 8000 obr./min oraz przy kącie załączenia θon = –4,2 V. Wcześniejsze załączenie uzwojeń pozwala na znaczne zwiększenie wartości płynących prądów przewodowych. W konsekwencji prowadzi to do zwiększenia wartości średniej wytwarzanego momentu elektromagnetycznego Teav. W warunkach laboratoryjnych uzyskiwano wzrost prędkości obrotowej przy zadanej wartości momentu obciążenia TL. Na rysunkach 26–28 pokazano zależność prędkości obrotowej n oraz sprawności ogólnej η od mocy wyjściowej Pout, dla różnych wartości kątów załączenia (θon = var). Moc wyjściową Pout, sprawność ogólną η w funkcji napięcia zasilającego dla dwóch różnych wartości kątów załączenia pokazano na rysunkach 28–29. Uzyskane wyniki badań laboratoryjnych potwierdziły słuszność przyjętej koncepcji sterowania. Zastosowanie zmieniającego kąta załączenia pozwala na regulację wartości średniej wytwarzanego momentu elektromagnetycznego. Rys. 23. Przebiegi czasowe prądów pasmowych silnika przy napięciu zasilającym Udc = 24,5 V, n = 8000 obr./min i kącie załączenia θ on = –4,2° Rys. 20. Przebiegi czasowe prądów pasmowych silnika dla napięcia zasilającego Udc = 24 V, n = 8000 obr./min i kącie załączenia θ on = 0° Rys. 24. Przebieg czasowy prądu w jednej z gałęzi pasma silnika dla napięcia zasilającego Udc = 24 V, n = 8000 obr./min i kącie załączenia θ on = 0° Rys. 21. Przebieg czasowy prądu iph11w jednej z gałęzi pasma silnika dla napięcia zasilającego Udc = 24 V, n = 8000 obr./min i kącie załączenia θ on = 0° Rys. 25. Przebiegi czasowe napięć przewodowych u silnika przy napięciu zasilającym Udc = 24 V, n = 8000 obr./min i kącie załączenia θ on = –4.2° Rys. 22. Przebiegi czasowe napięć przewodowych u silnika przy napięciu zasilającym Udc = 25 V, n = 8000 obr./min i kącie załączenia θ on = 0° Rys. 26. Zależność prędkości obrotowej n w funkcji mocy wyjściowej Pout dla θ on = var MONITORING Napędy hybrydowe I POMIARY Rys. 19. Widok stanowiska laboratoryjnego do badania silnika BLDC Nr 5 l Maj 2016 r. l 93 Literatura Rys. 27. Zależność sprawności ogólnej η w funkcji mocy wyjściowej Pout dla θ on = var MONITORING Napędy hybrydowe I POMIARY Rys. 28. Zależność prędkości obrotowej n w funkcji napięcia zasilającego Udc dla θ on = var [1] Staton D.A., Deodhar R.P., Soong W.L., Miller T.J.E.: Torque Prediction Using the Flux-MMF in AC, DC, and Reluctance Motors. IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 32, No. 1, pp.180–188, 1996. [2] El-Refaie A.M.: Fractional-slot concentrated windings synchronous permanent magnet machines: opportunities and challenges. IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 43, Issue:1, pp. 107–121, 2010. [3] Gieras J.F., Wing M.: Permanent Magnet Motor Technology – Design and Applications, Second Edition. ISBN 0-8247-0739-7, 2002. [4] Krishnan R.: Permanent Magnet Synchronous and Brushless DC Motor Drives, CRC Press, Taylor & Fracis Group, NY, 2009. [5] Ehsani M., Gao Y., Emadi A.: Modern Electric, hybrid, and fuel Vehicles. Fundaments, theory, and design. CRC Press Taylor&Francis Group, ISBN: 978-1-4200-5398-2, 2010. [6] Glassock R.R., Hung J.Y., Gonzalez L.F., Walker Rodney A.: Multimodal hybrid Powerplant for Unmanned Aerial Systems (UAS) Robotics, Twenty-Fourth Bristol International Unmanned Air Vehicle Systems Conference, Bristol, United Kingdom, 2009. [7] Harmon F.G., Frank A.A., Chattot J.J.: Conceptual Design and Simulation of a Small Hybrid-Electric Unmanned Aerial Vehicle, Journal of Aircraft, vol. 43, pp. 1490–1498, 2006. [8] Bogusz P., Korkosz M., Prokop J., Wygonik P.: A Study on Design Process of BLDC Motor for Aircraft Hybrid Drive, Proceedings of the 2011 IEEE International Symposium on Industrial Electronics, pp. 508–513, 2011. [9] Bogusz P., Korkosz M., Prokop J.: Wpływ zmian kąta załączenia na właściwości silnika BLDC napędu hybrydowego bezzałogowego aparatu latającego. „Zeszyty Problemowe – Maszyny elektryczne” s. 67–73, 2015. Praca wykona w ramach projektu badawczego „Technologie hybrydowego zespołu napędowego lekkich lub bezzałogowych statków powietrznych” – DZP/INNOLOT-1/2020/2013 Rys. 29. Zależność sprawności ogólnej η w funkcji napięcia zasilającego Udc dla θ on = var 5. Wnioski W pracy przedstawiono wyniki badań symulacyjnych i laboratoryjnych bezszczotkowego silnika prądu stałego z magnesami trwałymi. Przeprowadzono analizę wpływu zmiany kąta załączenia poszczególnych pasm na właściwości silnika. Wykazano, że wcześ­niejsze załączenie pasm zwiększa wartość wytwarzanego momentu elektromagnetycznego przy wzrastających tętnieniach momentu elektromagnetycznego oraz prądu pobieranego ze źródła zasilającego. Badania laboratoryjne wykazały, że metoda sterowania z dynamiczną korektą kąta załączenia jest poprawna. Jej niewątpliwą wadą jest wzrost stopnia komplikacji algorytmu sterowania, który musi uwzględniać zmianę kąta załączenia pasm silnika w czasie jego pracy. 94 l Nr 5 l Maj 2016 r. dr inż. Piotr Bogusz, e-mail: [email protected] dr hab. inż. Mariusz Korkosz, e-mail: [email protected] dr hab. inż. Jan Prokop, e-mail: [email protected] Politechnika Rzeszowska Wydział Elektrotechniki i Informatyki; dr inż. Piotr Wygonik, e-mail: [email protected] Politechnika Rzeszowska Wydział Budowy Maszyn i Lotnictwa artykuł recenzowany
